橫向行波效應激勵下埋地油氣管道地震響應振動臺試驗研究

代建波，胡成濤，王 利，張貴迪

(1.西安石油大學 機械工程學院，西安 710065；2.陜西中立檢測鑒定有限公司 技術中心，西安 710077)

埋地油氣管道在我國分布范圍很廣，跨越多個省區，其中有相當一部分區段位于地震多發區或高地震烈度危險區。由于埋地油氣管道長期處于固-液/氣耦合狀態及腐蝕介質的侵蝕中，且運輸線路長、軸向剛度低，經過的場地條件復雜，在地震作用下極易產生震害，進而引發火災、泄露、爆炸等次生災害[1]。

地震波的傳播過程具有行波效應，即由于經歷不同的介質條件等因素，導致傳播到空間各點的地震動具有一定的時間差，使得地震波在結構各點引起的振動存在差異。在現行的抗震規范中，均采用一致地震動輸入對結構進行抗震分析，但埋地油氣管道為無限長的線性結構，若仍以一致地震輸入進行分析，勢必得到過于保守或危險的結論，因此需要研究埋地油氣管道在考慮行波效應地震激勵下的抗震安全性[2]。

模型結構地震模擬振動臺試驗是研究埋地油氣管道抗震最有效的試驗手段之一，能夠較為直接的了解管道及其周圍土場在地震作用下的動力反應特性及規律[3]。孟海等[4-5]進行了埋地管線非一致激勵振動臺模型試驗及數值模擬分析，探討了管-土相互作用的模型，分析了模型土體在地震動輸入下的非線性發展規律，探討了非一致激勵和一致激勵輸入下管道反應的差異，建立了有效的管-土非線性動力相互作用的力學分析模型和計算方法。西南交通大學的閆孔明等[6-7]進行了非一致激勵下地下管線振動臺試驗，研究了三維非一致地震激勵作用下地下管線動力響應的變化規律。結果表明深埋地下管線的存在對管線周圍土體和地表的地震響應影響程度不同；在一致和非一致地震激勵下，管線的彎曲峰值應變區別較大。上述研究利用雙臺振動臺模擬了非一致地震激勵，但試驗時采用的是分別放置在兩個振動臺上的分離式非連續模型土箱，兩個振動臺上土箱中間的管道露在空中，未能在土體中連續埋置，與實際情況有一定差異。韓俊艷等[8-10]開展了不同場地條件下埋地管道多點地震動輸入的振動臺試驗，進行了長輸埋地管道振動臺試驗中相似關系的選取研究和試驗方案的研究，分析了一致和非一致地震作用下管道和場地地震響應規律，但未考慮土體的層狀剪切效應和管道運行中所承受的內部壓力。國外開展的管道振動臺試驗也很少，但開展了一些足尺管道原型試驗研究，且主要針對斷層作用下管道振動響應方面的研究。Sim等[11]進行了小直徑管道穿越垂直斷層的振動臺試驗研究，在試驗中同時施加斷層錯動和正弦波形式的振動，結果表明在輪胎衍生骨料中安裝管道，在小錯動位移和低加速度水平加載下，管道所承擔的彎矩下降很多。O’Rourke等[12]利用大型土箱進行了埋地管道走滑斷層足尺試驗。結果表明非飽和砂土的吸力引起了對管道水平作用力的增長，法向力與摩擦力的耦合作用對管道軸向應變有重要影響。Jalali等[13]開展了埋地鋼管受逆斷層作用的足尺實驗室試驗，結果表明管道在逆斷層作用下呈S形變形，并且有局部屈曲發生。

本文在在總結學者管道振動臺研究的基礎上，研發了可以實現土體雙向層狀剪切變形效應及雙振動臺行波效應非一致地震輸入的雙向層狀剪切型連續體模型箱，并且在試驗前對管道進行加壓，模擬管道的實際運行狀態，以盡可能真實地模擬和分析埋地油氣管道在地震作用下的實際受力狀態，并采用兩種實際記錄地震波和一種人工地震波進行管道在一致和行波效應非一致地震激勵下的振動臺地震響應試驗研究，探討橫向行波效應地震激勵下埋地油氣管道地震響應的變化過程，揭示其地震響應特性及規律，并與一致激勵對比，分析行波效應對埋地油氣管道地震響應的影響。

1 試驗概況

1.1 模型材料及相似比設計

根據相似理論和量綱分析以及現場的試驗條件，本試驗采用管道完備模型和模型土忽略重力模型，綜合考慮振動臺的承載能力、間隔距離及長輸管道的特性后，確定模型管道尺寸相似比Sl為1/10，模型土的彈性模量相似比SE為1/4，模型管道與模型土的質量相似比為1/1，詳細相似關系如表1所示。由于管道和土體的相似關系不統一，根據目前有關地下結構地震時的響應觀測以及模型振動臺試驗結果，地震作用下地下結構的地震響應很大程度上受周圍土體的影響和限制，故以土的相似關系進行地震動輸入[14]。

表1 試驗模型相似比

試驗管道長3 500 mm，截面尺寸為140 mm×3 mm，管道材料為L245直縫電阻焊鋼管，其力學性能如表2所示。管道兩頭進行了加工封堵并留有加壓口，試驗前在管道內部施加8 MPa的氣壓以模擬油氣運輸時對管壁產生的內壓。

表2 鋼管力學性能

試驗模型土采用砂土，經過試驗，其密度為1.78 g/cm3，含水率為14.1%，壓縮模量為15.09 MPa，黏聚力為10.6 kPa，內摩擦角為28.5°，箱體內部土體尺寸為3 760 mm×600 mm×800 mm。試驗的管道與土體模型如圖1所示。

圖1 試驗管道和土體模型

1.2 試驗土箱設計與制作

為了模擬地震波作用下土體產生的剪切變形以及管道在土體中的連續狀態，并要滿足兩個振動臺對試驗土箱產生的非一致振動，研發了層狀剪切連續體模型土箱，土箱由9層獨立的框架疊合而成，每層框架由兩個U形框和兩個矩形桿件通過鉸接伸縮裝置連接，可以自由伸縮及轉動。箱體總體尺寸4 000 mm×840 mm×944 mm。箱體主要分為三部分，左右兩部分放置到相距2 000 mm的振動臺上，中間部分最底層兩端通過12個直徑為30.16 mm的牛眼滾珠質點擱置在振動臺面連接的底板上，用于承受中間箱體的整體質量，也使中間段在振動時可以自由伸縮，不對左右兩個振動臺的運動發生限制。在箱體各層框架上部設置凹槽板，下部對應位置設置牛眼滾珠，使得各層之間可以滑動，以實現在振動時各層之間的剪切變形。經測試，振動臺在非一致地震動輸入時，土箱可以模擬土體受到的左右及水平剪切變形。

為保證箱體的穩定性，在箱體兩側設置限位板，限位板上設置滑槽以允許各層框架的滑動，限位板和箱體框架通過螺栓連接。箱體中間段外側設有柔性限位拉繩，在L形板上開孔后焊接在長方形框架外壁，再通過限位拉繩將各層框架連接在一起。設計組裝好的模型土箱如圖2所示。

圖2 層狀剪切連續體模型土箱

1.3 試驗測試方案及傳感器布設

為研究埋地油氣管道在一致及行波效應地震激勵下的地震響應規律和特征，在振動臺激振過程中采集管道應變、加速度及土體加速度響應的數據。在試驗中，如果傳感器布置太多，大量的數據不易分析，傳感器太少又會丟失重要信息，因此，需要在某些關鍵部位測量結構和土體的地震響應。

為考察行波效應激勵對埋地油氣管道長線型結構的影響，在管道上共選取6個應變反應監測面，在每個管道監測截面的上各布置4個采集管道軸向應變的電阻應變片，共計24個電阻應變片(S1～S24)；在管道上共選取5個加速度反應監測點布置加速度傳感器(A1～A5)，在左右兩個振動臺面上也各布置一個加速度傳感器(A6～A7)。管道上的應變及加速度傳感器布置，如圖3所示。

圖3 管道上應變及加速度傳感器布置

為考察行波效應激勵對管道周圍模型土體的影響，在土體中共設置3個土體地震響應監測面，每個監測面自下而上布置3個加速度傳感器，共計9個加速度傳感器，以監測各層土體的加速度響應情況。土體中的加速度傳感器布置如圖4所示，從左到右分別為第1～第3監測面。

圖4 土體中加速度傳感器布置

1.4 振動臺地震波輸入及加載工況

1.4.1 地震波的選取和輸入

本次振動臺試驗共選取兩條實際記錄地震波和一條人工合成地震波，實際記錄地震波分別為選取El-Centro地震波記錄、汶川地震波記錄。人工合成地震波為基于反應譜，按照Ⅱ類場地，特征周期為0.35 s，應用MATLAB軟件編制程序得到。3條地震波加速度時程波形如圖5所示。

圖5 地震波加速度時程曲線

在本次試驗中，輸入的原始地震波加速度峰值按我國抗震規范的抗震設防烈度7度、8度、9度及9度罕遇對應的加速度峰值0.1g,0.2g,0.4g及0.62g考慮，并根據表1中的土的相似關系進行輸入加速度峰值、時間間隔、持時和頻率等的調整，調整后得到實際臺面輸入加速度峰值為0.25g，0.50g，1.00g，1.55g，El-Centro波、汶川波以及人工波經相似關系換算后輸入地震波時長分別為8 s,20 s和12 s。通過振動臺臺面輸入地震波時，按加速度峰值遞增規律進行。為了考察地震傳播行波效應的影響，非一致激勵時保持輸入地震波不變，兩個振動臺輸入地震波時間延遲1 s。

1.4.2 振動臺試驗加載方案

本次試驗在湖南科技大學結構抗風與振動控制湖南省重點實驗室水平雙向地震模擬振動臺陣系統上進行，該振動臺可實現雙向四自由度加載，單臺面尺寸均為1 000 mm×1 000 mm，最大載質量為50 kN，工作頻段為 0.1～50.0 Hz，水平向最大位移為±75 mm，峰值加速度2.00g，輸出波形為各種規則波、隨機波和模擬地震波。振動臺陣系統及數據采集設備如圖6所示。

圖6 振動臺陣系統及試驗設備

為了盡量減小試驗中多次振動引起的模型累計損傷對試驗結果的影響，采用逐級加載的方式。試驗中地震波沿橫向(Y向)輸入，按烈度遞增，在每個烈度工況下將El-Centro波(代號E)、汶川波(代號W)以及人工波(代號R)依次輸入，具體試驗加載工況如表3所示。

表3 振動臺試驗加載工況

2 試驗結果及分析

2.1 管道應變響應分析

圖7為El-Centro波在一致與行波效應地震激勵時，不同加載等級下管道各監測點峰值應變距管道左側邊界距離變化的曲線。從圖中可以發現，一致與行波效應地震激勵下，管道峰值應變響應均表現為沿軸向中間大，兩邊小。加載等級為1.00g時，管道兩側截面峰值應變響應變化不大，中間截面峰值應變響應增大明顯，且行波效應激勵下管道中間截面的峰值應變響應更大。

圖7 El-Centro波下的管道峰值應變曲線

當加載等級到1.55g時，管道峰值應變響應的增加幅度減小，且行波效應輸入時較一致激勵增加幅度更小。沿管道軸向峰值應變曲線幾乎與加載等級1.00g時重合。由1.00g和1.55g管道峰值應變較為相近且行波效應激勵時更為接近分析可知，隨著加載等級的增加，管-土接觸面逐漸破壞，管-土間隙逐漸增大，管-土間發生滑移，管-土接觸面接近自由狀態，管道峰值應變增加較小，且在行波效應激勵下表現更加明顯。

相較于一致激勵，行波效應激勵下管道的峰值應變響應更大，一致和行波效應激勵下管道峰值應變響應均在距管道左側邊界2 050 mm監測點處達到最大值，其值分別為49.665 με和60.881 με，行波效應激勵時高出約18%。管道峰值應變響應沿管軸中間截面表現出非對稱性，分析其原因是由于土箱中土體剪切變形的非均勻對稱性導致管道受力的非一致性而引起。

2.2 管道加速度響應分析

圖8和圖9分別為A1和A2監測點處，El-Centro波在一致和行波效應激勵下的管道加速度響應時程曲線，兩個監測點處管道加速度時程峰值，如表4所示。分析可知，在同一監測點處，加載等級為0.25g時，一致和行波效應激勵的加速度響應時程曲線波形相似，隨著加載等級增大，到加載等級為1.55g時，波形相似性變差。總體來看，行波效應激勵下管道加速度響應增大較為明顯，且響應曲線的多峰值特征明顯。這是由于隨著加載等級的增加，管道周圍土體發生不同程度破壞，土體剛度減弱，管-土滑移效應明顯，且行波效應激勵下土體對管道的約束作用更弱，各測點加速度峰值一致性變差，土體更早進入非線性。

圖8 A1監測面處的加速度時程圖

表4 A1,A2監測面處的管道絕對峰值加速度

圖9 管道在A2監測面處的加速度時程圖

2.3 土體加速度響應分析

圖10為監測面3處，一致和行波效應El-Centro波地震激勵下，加載等級為0.25g和1.00g時，土體在不同深度的加速度時程曲線。由圖可知，不同深度的土體加速度時程曲線波形基本相似，隨著土層埋深自下而上，土體加速度響應先減小后增大。總體來說，土體加速度響應隨加載等級的增加而增加，且隨著加載等級提高，土體加速度響應增大。加載等級為0.25g時，行波效應激勵下土體峰值加速度的時程曲線與一致激勵基本一致，變化不大；加載等級為1.00g時行波效應與一致激勵下的土體加速度響應時程曲線波形變化較大，一致性變差，不同深度土體處的加速度響應波動范圍更大。

圖10 土體加速度時程圖

圖11為監測面3處，不同地震波及不同加載等級時，一致與行波效應地震激勵下各測點沿土體高度方向加速度放大系數的變化曲線，加速度放大系數取土體中測點的加速度峰值與臺面加速度峰值的比值。由圖可知，三種地震波輸入時表現出的加速度放大系數變化曲線形狀相似，均隨土體中測點距箱體底部距離呈現出先減小后增大趨勢，除靠近土體表面的加速度放大系數基本大于1外，其余各監測面處的土體加速度放大系數均小于1，在不同加載等級一致激勵與行波效應激勵下，El-Centro波輸入時土體加速度放大系數分別在0.58～1.17和0.55～1.35內波動；汶川波輸入時土體加速度放大系數分別在0.61～1.31和0.51～1.42內波動；人工波輸入下，土體加速度放大系數分別在0.59～1.30和0.55～1.32內波動。

圖11 不同高度處的土體加速度放大系數

各加載等級下，土體加速度放大系數均出現先減小后放大的情況，且行波效應激勵下土體加速度放大系數曲線的變化幅度更大，這是由于箱體底部土體隨著埋深增加逐漸被壓實，土體剛度較大，土體受到層狀變形限制，加速度響應較小，而距底部360 mm處，由于埋入了管道，對土體的振動產生了制約，使得該處土體的加速度響應最小，加速度放大系數表現為較底部更小。隨著高度上移，限制逐漸減弱，土體的加速度放大效應逐漸顯現，而距底部650 mm處土體運動受到約束較小，出現土體峰值加速度大于臺面峰值加速度的現象，土體加速度放大系數大于1。說明土體結構先壓實后逐漸發生破壞，土體的非線性特性越來越明顯，行波效應激勵下，土體相對運動更大，加速度響應更大，加速度響應波動范圍更大，更快發生破壞而進入非線性階段。

2.4 管-土加速度時程對比研究

為對比分析土體加速度、管道加速度及臺面輸入地震加速度間的變化，探析土體與管道加速度變化間的聯系，選取不同激勵方式及加載工況下El-Centro波加速度時程，如圖12～圖15所示，其中管道加速度選取的截面為A3，土體加速度選取的監測點為M22，表5給出管道-土體分別在A3和M22測點的加速度峰值。

表5 管道和土體中典型監測點加速度時程峰值

圖12 0.25g時管道-土體加速度時程圖

圖13 0.50g時管道-土體加速度時程圖

圖14 1.00g時管道-土體加速度時程圖

圖15 1.55g時管道-土體加速度時程圖

由圖可知，加載等級為0.25g時，土體加速度與管道加速度基本一致，而到了加載等級為1.55g時，管道加速度明顯大于土體加速度，一致激勵與行波效應激勵分別高出約12%和21%，但加速度波形基本一致。隨著加載等級的增大，土體和管道加速度均呈上升趨勢，且土體加速度與管道加速度間差值逐漸增大，二者間非一致運動逐漸明顯。說明隨著加載等級增加，土體剛度弱化，振幅增大，管道與周圍的土體振動一致性減弱，管道受周圍土體的約束力降低，管道的自振特性表現更為明顯。

3 結 論

本文基于埋地油氣管道地震響應振動臺陣試驗，研究了橫向一致地震和行波效應地震激勵下埋地油氣管道和周圍土體的應變響應、加速度響應特性及其變化規律，主要工作和結論如下：

(1)對埋地油氣管道振動臺陣試驗進行了研究，研發了雙向層狀剪切型連續體模型箱，設計了測試方案。試驗結果表明，研發的模型土箱能夠滿足行波效應地震激勵和土體連續雙向層狀剪切變形的要求，試驗方案合理可行。

(2)管道峰值應變響應沿軸向均表現為中間大，兩邊小，隨著加載等級的提高，中間截面峰值應變響應有較大增幅，且行波效應激勵下增幅更大，但在加載等級為1.55g時相對增幅變小，響應曲線與加載等級1.00g時比變化不大。說明隨著加載等級增大，管-土接觸面間隙增大，接觸面接近自由狀態，導致峰值應變曲線增加幅度不大

(3)管道加速度響應時程在低加載等級時波形曲線相似，隨著加載等級提高，響應增大，且行波效應激勵下管道加速度響應增幅更大，響應曲線的多峰值特征明顯。說明管道周圍土體剛度減弱，且行波效應激勵下土體對管道的約束作用更弱，土體更早進入非線性。

(4)土體加速度響應隨加載等級提高而增大，但隨著土層埋深自下而上，土體加速度響應表現為先減小后增大；距箱體底部距離650 mm測點處的加速度放大系數大于1，其余監測點均小于1。行波效應激勵下，不同深度土體處的加速度響應波動范圍更大。說明土體中埋入管道后，對土體加速度響應產生了影響。

(5)隨著加載等級的提高，管道加速度響應逐漸大于周圍土體加速度響應，且在行波效應激勵時，增大更加明顯。說明隨著加載等級增加，尤其是在行波效應激勵下，土體剛度弱化，管道受周圍土體的約束力降低，管道自身的振動特性表現更為明顯。